弱旋流对LPP燃烧室下游流场影响的数值研究

桂韬，房人麟，邓远灏，徐华胜

（中国燃气涡轮研究院，成都610500）

弱旋流对LPP燃烧室下游流场影响的数值研究

桂韬，房人麟，邓远灏，徐华胜

（中国燃气涡轮研究院，成都610500）

为了解弱旋流燃烧下游的流场特性及其对贫油预混预蒸发（LPP）燃烧室的影响，采用数值模拟方法，对6种不同旋流器流道特征的弱旋流燃烧室三维冷态流场进行数值模拟。结果表明，旋流器流道特征对下游流场特性产生较大影响，不同叶片通道的旋流器下游中心回流区的形状、尺度、速度梯度和全流场速度分布均呈现出不同特征。主模旋流器旋流数低于0.51时，中心回流区基本相同且尺度较小，主要由副模旋流控制；主模旋流器旋流数增至0.59时，旋流器下游形成了由主模旋流控制的更大的中心回流区。

民用航空发动机；贫油预混预蒸发燃烧室；弱旋流燃烧技术；旋流器；透光率；流场特性；数值模拟

1　引言

现代民用航空发动机正朝着更低排气污染方向发展，作为其污染排放唯一来源的燃烧室，目前主要采用富油-急冷-贫油（RQL）和贫油预混预蒸发（LPP）方案来降低污染排放，其中LPP方案已在民用发动机GEnx和LEAP上得到应用。相关研究表明［1-4］，流场脉动和燃烧不稳定是贫油预混低污染燃烧最容易出现的问题，特别是贫油预混火焰在强旋流作用下更容易产生振荡燃烧，当振荡达到一定振幅时会影响发动机运转，甚至导致燃烧室和涡轮等严重损坏。

贫油预混低污染燃烧室头部大多采用主-副模同心圆式组合结构，其中副模为直接混合燃烧，主模为贫油预混燃烧。为防止振荡燃烧及保证在主模出口形成稳定的脱体火焰，其主模旋流器为弱旋流［1］，可通过减小旋流器叶片安装角、降低叶片稠度、缩短叶片长度，或采用有旋/无旋空气组合来降低旋流器旋流强度。美国伯克利国家实验室于1991年提出的弱旋流燃烧（LSC）技术（图1），就是通过有旋/无旋空气组合来实现弱旋流燃烧。该技术是一种新型预混燃烧技术，核心机理是利用弱旋流形成渐扩流动，使得湍流预混火焰在渐扩流中自由逆向传播。由于渐扩流对火焰的剪切作用很弱且没有回流，能有效抑制振荡燃烧，使得火焰的稳定性大大增强，甚至能在超贫预混气中稳定燃烧，实现超低排放［5］。

图1　弱旋流燃烧示意图［5］Fig.1 Scheme and photo of the low swirl combustion［5］

国外研究人员对弱旋流燃烧技术稳定火焰机理、流场和火焰结构、污染排放、燃料适应性等进行了大量试验研究。Yegian等［6］设计了以天然气为燃料的弱旋流燃烧室（LSB），实现了均值为14 mg/L的NOx排放。Nazeer等［7］发展了一种弱旋流喷嘴（LSI）技术，并对其进行了高压单头部试验和常压全环试验，高压单头部试验表明副油百分数为5%时NOx排放量低于5 mg/L，常压全环试验同样验证了该技术的超低排放能力。Cheng等［8-11］采用PIV对不同雷诺数LSI燃烧室冷热态流场进行测量，结果表明湍流平均速度和脉动速度对雷诺数变化不太敏感，不同雷诺数下中心附近区域的流场沿径向扩张及轴向速度衰减趋势各不相同，远场形成了一个非常弱的回流区。同时还发现，采用氢燃料或碳氢燃料整体流场呈现出一致性，火焰筒直径对冷热态流场有很大影响，头部安装加长套筒有利于火焰稳定。

国内对弱旋流燃烧技术的研究尚处于摸索阶段，由于该技术对实现超低排放具有很大的发展前景，并能有效抑制贫油预混火焰发生振荡燃烧，因此很有必要对其进行深入研究。本文立足弱旋流燃烧技术，以有旋/无旋空气组合式旋流器为研究对象，重点探究旋流器流道特征对弱旋流燃烧室流场的影响规律。

2　有旋/无旋空气组合式旋流器

图2所示为可有效减弱旋流强度的有旋/无旋空气组合式旋流器，白色区域为无旋空气，其余空气旋转进入旋流器。引入反映旋流器透光程度的参数透光率δ，并定义为直通面积（白色区域）占旋流器进口面积（黑白区域之和）的百分比，即：δ=AZ/AS。

图2　旋流器透光程度示意图Fig.2 Scheme and photo of the swirler penetration ratio

本文研究的弱旋流燃烧室旋流器如图3所示，副模旋流器均为不透光设计，其内旋流器和中间旋流器同为顺时针旋转，代表其各自旋流强度的旋流数S分别为0.48和0.63；主模外旋流器为有旋/无旋空气组合式结构，逆时针旋转，其旋流数可通过式（1）近似计算。

式中：Gφ和Gx分别为气流流过旋流器后具有的旋转角动量和轴向动量，rs和Rs分别为旋流器内、外半径。通过改变主模外旋流器叶片角β，得到6种不同旋流强度方案，其具体参数如表1所示。

图3　弱旋流燃烧室旋流器结构Fig.3 Swirler structure of low-swirl combustor

表1　外旋流器参数Table 1 Parameters of the outer swirler

3　数值模型

3.1计算模型及网格

弱旋流燃烧室计算模型及网格如图4所示。该燃烧室模型是在某单管燃烧室上进行的简化，保持燃烧室头部的结构尺寸及主、副模流量分配与单管燃烧室的一致。由于本文的主要目的是研究头部主模弱旋流旋流器对头部下游流场的影响，为减少主燃孔射流等对流场的干扰，略去头部冷却小孔、火焰筒冷却孔及主燃孔和掺混孔。利用UG建立流体域实体模型，用ICEM软件进行四面体网格划分，对进口、旋流器通道及叶片、小台阶面进行局部网格加密，各模型总网格数基本在380万左右。

图4　弱旋流燃烧室计算模型及网格Fig.4 Computational model and grid of low-swirl combustor

3.2控制方程及数值方法

采用三维RANS方程并以标准k-ε湍流模型使方程组封闭。在定常条件下，弱旋流燃烧室冷态流场的不可压流动可用以下控制方程描述：

（1）连续性方程

（2）动量守恒方程

式中：ρ为流体密度；ν→为流体速度矢量；Sm为连续相增加的质量源项，如燃油蒸发后进入气体中的质量；p为静压；τˉ为牛顿流体定义下的粘性力张量；ρg⇀为质量；F→为除重力外作用在微元体上的其他体积力。

采用隐式差分法和压力-速度耦合的SIMPLE算法，近壁区域模拟采用标准壁面函数，湍动能、湍流耗散率、动量方程和能量方程均采用二阶迎风格式离散。

3.3边界条件

燃烧室进口1和进口2均给定为速度进口边界条件，通过调节进口流速来保证流入主-副模的质量流量，空气采用不可压理想气体。燃烧室出口给定为压力出口边界条件，壁面为无滑移、绝热边界条件。具体计算工况为：燃烧室进口温度T3=838.78 K，进口压力p3=3 333.6 kPa，副模进口质量流量min1= 0.252 8 kg/s，主模进口质量流量min2=1.264 0 kg/s。

4　计算结果及分析

4.1旋流强度对燃烧室整体流场的影响

图5比较了4种不同旋流强度的外旋流器方案（方案1、3、5和6）在Z=0截面的流线和零速度线，其旋流数S分别为0.17、0.33、0.51和0.59。可见，各方案在中心附近区域均形成了对称的中心回流区，在头部与火焰筒角落形成了对称的角涡。但各方案整体流场各不相同，外旋流器旋流强度（S≤0.51）较弱时，中心回流区尺度较小，形状相近，该回流区主要由值班级旋流形成。随着外旋流器旋流强度的增强，中心回流区上下对称涡的强度增强，涡心逐渐向上游移动，当外旋流器S增至0.59时（方案6），中心回流区尺度明显增大，此时外旋流器的旋转气流对回流区的形成起主导作用。

图6为方案1～6在Z=0截面中心回流区的对比图。可见，外旋流器S≤0.51时（方案1～5），中心回流区的形状和大小随旋流强度的变化较小；当外旋流器S增至0.59时，回流区轴径向尺度明显增大。

图7为Y=0截面轴向速度等值线图。可见，当外旋流器S≤0.51时，旋流器下游呈现基本相同的速度等值线分布，此时外旋流器旋流强度较弱，不足以形成较大的中心回流区；当外旋流器S增至0.59时，中心区速度等值线逐步向径向和下游扩张形成更大的中心回流区，回流区速度梯度增大，回流强度明显增强。

4.2流道特征对燃烧室速度分布的影响

图8为距旋流器出口40 mm、100 mm的X=4和X=10截面轴向速度u的分布图。可见，在外旋流器0.17≤S≤0.59范围内，两个截面轴向速度的分布规律相同，存在两个正速度峰值和一个负速度峰值并关于中心轴线对称。其中，X=4截面，当外旋流器S≤0.41时，轴向速度正速度峰值随S的增大而减小，峰值位置沿径向向外移动；当旋流数继续增大（0.51≤S≤0.59）时，正速度峰值又开始增大，峰值位置呈现沿径向向内移动的趋势；负速度峰值随外旋流器S的增大一直增大，且峰值位于Y=0处。X=10截面，在外旋流器S≤0.51内，轴向速度正速度峰值随S的增大先减小后增大再减小，峰值位置基本不变，位于Y=±60 mm处；当S增至0.59时，正速度峰值明显减小，峰值位置沿径向向内移动；负速度峰值随外旋流器S的增大变化不大。

图5　Z=0截面流线图和零速度线Fig.5 Streamline and zero axial velocity line at planeZ=0

图6　Z=0截面中心回流区对比示意图Fig.6 Comparison of central recirculation zone at plane Z=0

图7　Y=0截面轴向速度等值线Fig.7 Axial velocity contours at plane Y=0

图8　X=4和X=10截面的轴向速度分布Fig.8 Axial velocity distribution at plane X=4 andX=10

图9为X=4和X=10截面Z方向速度v分布图。可见，X=4截面在外旋流器0.17≤S≤0.51范围内Z方向速度的分布规律相同，存在一正一负两个速度峰值并关于中心原点对称，速度峰值随旋流数S的增大先增大后减小，峰值位置基本不变，位于Y=± 40 mm处；当S增至0.59时，Z方向速度的分布变化很大，速度峰值增大，峰值位置沿径向向外移动。X=10截面在外旋流器0.17≤S≤0.59范围内Z方向速度的分布规律相同，同样存在一正一负两个速度峰值并关于中心原点对称，速度峰值随S的增大而增大，峰值位置基本不变，位于Y=±50 mm处。

图9　X=4和X=10截面的Z方向速度分布Fig.9Zvelocity distribution at plane X=4 and X=10

5　结论

（1）弱旋流下游形成了对称的中心回流区，其形状、尺度、速度梯度及全流场速度分布，会因主模旋流器流道特征（旋流数）的变化而发生改变。

（2）主模旋流器S≤0.51时，不同流道特征的外旋流器下游中心回流区尺度均较小，形状基本相同，且流场中各速度分量的分布形状相似，其流场特性表现的差异在于回流区上下对称涡的强度随旋流数的增大而增强，流场各速度分量的分布随旋流数的改变呈现出规律性变化。

（3）主模旋流器S增至0.59时，流场的差异性变大，旋流器下游形成了较大的中心回流区，其轴径向尺度较S≤0.51时明显增大，回流区内速度梯度增大，回流强度明显增强，流场各速度分量分布形状也发生明显变化。

［1］尉曙明.先进燃气轮机燃烧室设计研发［M］.上海：上海交通大学出版社，2014.

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［3］Yi T X，Gutmark E J.Combustion instabilities and control ofamulti-swirlatmosphericcombustor［R］.AIAA 2004-635，2004.

［4］Abdulsada M，Syred N，Griffiths A，et al.Effect of swirl number and fuel type upon the combustion limits in swirl combustors［R］.ASME GT2011-45544，2011.

［5］Cheng R K.Velocity and scalar characteristics of premixed turbulent flames stabilized by weak swirl［J］.Combustion and Flame，1995，101（1-2）：1—14.

［6］Yegian D T，Cheng R K.Development of a lean premixed low-swirl burner for low NOx practical applications［J］. Combustion Science and Technology，1998，139（1-6）：207—227.

［7］Nazeer W，Smith K，Sheppard P，et al.Full scale testing of a low swirl fuel injector concept for ultra-low NOx gas turbine combustion systems［R］.ASME GT2006-90150，2006.

［8］Cheng R K，Littlejohn D，Nazeer W A，et al.Laboratory studies of the flow field characteristics of low-swirl injectors for adaptation to fuel-flexible turbines［R］.ASME GT2006-90878，2006.

［9］Cheng R K，Littlejohn D.Effects of combustor geometry on the flow fields and flame properties of a low-swirl injector［R］.ASME GT2008-50504，2008.

［10］Therkelsen P L，Littlejohn D，Cheng R K，et al.Effect of combustor inlet geometry on acoustic signature and flow fieldbehaviourofthelowswirlinjector［R］.ASME GT2010-23498，2010.

［11］Littlejohn D，Cheng R K，Noble D R，et al.Laboratory investigations of low-swirl injectors operating with syngases［R］.ASME GT2008-51298，2008.

Numerical study of the influence of low-swirl on downstream flow fields of lean premixed pre-vaporized combustor

GUI Tao，FANG Ren-ling，DENG Yuan-hao，XU Hua-sheng
（China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China）

In order to gain an understanding of the flow field characteristics of low-swirl combustor and the influence factor on low-swirl premixed pre-vaporized（LPP）combustor，six different swirl geometries of low-swirl combustors were simulated with a 3D numerical study.The results show that，great influence was found and the shape，scale and velocity grads of the central recirculation zone and the velocity distribution of the whole flow field are different with different swirl geometry.The central recirculation zone which is controlled by the pilot swirler is alike and small when the swirl number of the main swirler is no larger than 0.51，while when it is up to 0.59，a larger central recirculation zone which is mainly controlled by the main swirler was found in the downstream.

civil aero-engine；lean premixed pre-vaporized combustor；low swirl combustion（LSC）technology；swirler；penetration ratio；flow filed characteristics；numerical simulation

V231.3

A

1672-2620（2015）05-0014-05

2014-12-19；

2015-09-06

桂韬（1990-），男，湖南衡阳人，助理工程师，硕士研究生，主要从事航空发动机燃烧室性能设计与分析工作。